§ 17. Пример расчета и конструирования балки

Требуется разработать конструкцию сварной балки пролетом /=16 м со свободно опертыми концами. Балка нагружена рав­номерной нагрузкой от собственного веса д.^=0,2ЪТ)м и двумя

336

сосредоточенными грузами Р = 5,0Т (от веса тележки с гру­зом), которые могут перемещаться по балке.

Расстояние между осями тележки й — 2 м\ материал— сталь Ст. 3; допускаемое напряжение [а]_р —16. кГ/мм². Наибольший прогиб балки / от сосредоточенных грузов не должен превышать 1/500 ее пролета (рис. 14-27, а).

Рис. 14-27. К расчету балки пролетом 16 м:

а) схема балки; 6) линии .влияния; в) наибольший М от под­вижной нагрузки в разных сечениях; г) элюра М от q\ д) наи­больший расчетный М от Р и q в разных сечениях; е) линии влияния Q; ас) наибольшие Q от подвижной .нагрузки в раз­ных сечениях; з) эпюра Q от q\ и) (наибольшие расчетные Я от Рида разных сечениях

22 823

337

Конструирование балки следует начать с определения рас­четных усилий М и Q.

Сначала необходимо построить линии влияния моментов, что­бы знать их максимально возможные значения в разных сече­ниях балки (рис. 14-27,6).

В сечении Ордината линии влияния равна:

0,1/ ЛГ, ^0,091 ^ 1,44 м\

0,2/ ЛГ₂ —0,16/ -2,56 м;

0,3/ ЛГ_Я = 0,21 / -3,36 м;

0,4/ М₄ = 0,24/ -3,84 м;

0,5 / Ж, - 0,25 I -- 4,00 м.

Определим моменты от веса тележки в каждом из сечений 0,1/, 0,2/ и т. д. с учетом того, что один из сосредоточенных гру­зов располагается над вершиной линии влияния, а второй зани­мает положение, показанное на рис. 14-27,6.

Величина изгибающего момента от сосредоточенных сил вы­числяется по формуле (14.1)

М

:Яу„

где yi — ордината линии влияния;

Р — величина сосредоточенного груза. В сечениях при /=16 м и d —2 м

М, = 0,09 I Ж₃ = 0,16/ ЛГ₃ = 0,21 / М, = 0,24 / М_ь =- 0,25 /

1 +

0,9/

0,9/ 0,8 I - d

Я= 13,1 Т* м;

0,7/
0,6/-	d
0,6/
0.5/ -	d

1 + о^ ) ^ = 23,6 Т-м;

°'⁷ ' ' ^d ^ Р = 30,6 Т - м;

Р-34,4 Т ■ м-,

0,5/ ^-35,0 Т-м.

Наибольшие значения М для сечений балки от Р показаны на рис. 14-27, в.

Определим изгибающие моменты от равномерно распреде­ленной нагрузки.

338

	1 — 2	qx't 2 '
мх =	= 0,045 gls =	:2,91 Т- М;
М2*	= 0,08?/3 =	= 5,12 Г-.и;

Момент в сечении х от равномерно распределенной нагруз­ки (рис. 14-27, а) определяется по формуле из курса «Сопротив­ление материалов»

В сечениях

М₃ = 0,105 дГ- -6,72 Т - щ Ж₄-0,120?/² = 7,68 7-л; М_ь =0Д25?Г = 8,00 Г-.«.

Значения М для сечений балки от q показаны на рис. 14-27, г.

Вычислим суммарные величины моментов в сечеииях от со­средоточенных сил и равномерной нагрузки (рис. 14-27,3):

^ = 13,10 + 2,91 = 16,01 Т-м;

М₂ - 23,60 + 5,12 - 28,72 Г ■ м;

Ж₃- 30,59 + 6,72 -37,31 Т-м;

Mi - 34,40 -f- 7,68 -= 42,08 Т ■ м;

Ж₅==35,0 +8,00=43,00 Т-м.

Таким образом, расчетной величиной момента для балки является Л1^43,0 7^,-ж = 4 300000 кГ-см.

Требуемый момент сопротивления балки для этого усилия равен

,_г/ 4 300 000 _„₀₀ ., п/_тр ^ ___ ^ 2688 см*.

Производим построение линии влияния поперечной силы (рис. 14-27, е):

в сечении я —0, ордината влияния Q_Q = \;

в сечении ,v=0,U, ордината Q₁ = 0,9\

в сечении х = 0,2/, ордината Q₂ = 0,8 и т. д.

Определим расчетные усилия от сосредоточенных сил в каж­дом из указанных сечений с учетом того, что одна из них распо­лагается над вершиной линии влияния (рис. 14-27, е)

Q = LPy,.

339

В сечении х=0

Qo - (l + ~) = 93,75 Г.

Аналогично в сечениях при /—16 л и rf=2 л*

Q, - 0,9 (-1±||^) Р= 8,875;

q₃.₌ 0,8 (1±§^.)Р« 8.375;

Q₃-0,7 (^! " °оУ*)Р= Л875;

Q₄ ~ 0,6 (1^^±)р= 7,375;

Q.,-0,5 (l±^p^)P = 6,875,

Значения Q от Я приведены на рис. 14-27, ж. Поперечные силы Q от собственного веса <? равны:

Q₀ = ^ = f = -^21 = 2,0 7;

Q₂ = Л j^- =1,2 /;

0, = А- -^- - 0,8 7; Q_{4 = J}4--^—0,4 Г;

Значения Q от # приведены на рис: 14-27,3.

Расчетные значения поперечных сил от сосредоточенных и равномерно распределенных нагрузок (рис. 14-27, и) будут следующими:

Qo = 9,375+ 2,0 = 11,375 Т;

Q₁₌= 8,875 +1,6 -10,475 Г;

Q₂ = 8,375+ 1,2 = 9,575 Г;

340

Q_a = 7,875-!-0,8= 8,675 7"; Q, 1=7,375-1-0,4= 7,775 T: Q. = 6,875-0 = 6,875 T.

Определив расчетные усилия, переходим к нахождению тре­буемой наименьшей высоты балки из условия нормы жесткости /У/=1/500 от сосредоточенных грузов Р.

Основное допускаемое напряжение для стали Ст. 3 [а]р = 16 кГ/м². Следует лн его снижать вследствие того, что в балке имеются сварные соединения? В данной конструкции этого дела-гъ не следует, так как в сварных соединениях тавро­вого профиля (см. табл. 10.11} коэффициент концентрации К _э-принимается равным 1, а следовательно, и коэффициент у так­же равен 1.

При определении требуемой высоты следует учесть, что по условию величина прогиба ограничена лишь в отношении на­грузки Р.

Так как от суммарного момента Д4 = 43,0 Т-м напряжение достигает [а]_р, то от момента М = 35,0 Т-м, вызванного соередо-

точенными грузами, напряжение будет составлять Щ_р X ~шг "

0,8 [о]_р. Эту величину и следует учитывать вместо [а]_р при опре­делении требуемой величины h (см.задание).

Прогиб балки от двух сосредоточенных сил Р, расположен­ных симметрично в пролете (-рис. 14-28,а), равен

/ = -£/-['—И-гЛ- U4.59)

Если заменить Ра через М, то

J ~~~ ЯР ! И

8£У |_ 3 \ /

Если заменить М через напряжение, вызванное сосредоточен­ными силами, принимаемое равным 0,8 [о]_р, умноженное на вели­чину момента сопротивления, пока еще неизвестного, то после подстановки этих значении в формулу (14,59) получим

0.8 !,)„/:■■ ¹ — SEHI2

з W / j

откуда требуемая высота балки из условий жесткости /// = 500 будет равна

341

0,8 ■ 1600 ■ 500

4 / a VI

4 • 2,1 ■ 10"

16

- 0,0567.

;i4.59')

При этом /1 — 0,0567-1600=91,2 см.

Чтобы определить требуемую высоту балки из условия ее наименьшего сечения, нужно задаться толщиной вертикального

а)

р Р

t^i 7, -- 123132см' ^ 1 = 975 см ''

0)

1_а-г,7м

ftf^

^П1усл мин. веса) " ^{?5,3 СМ} Ъ

7)
	Л
	.*
М53

Рис. 14-28. К примеру расчета сварной балки /=16 м:

а) определение Л от условий жесткости; б) подобранный профиль балки; в) к расположению горизонтальных закреплений .балки; s) учет местного влияния сосредоточенной силы; д) к расчету поясных шпон; ej расстановка ребер жесткости; ж) стык балки; .9) продольный разрез балки в опорном сечении на длине 30 s_B; и) опорная плита; к) отверстия в поясе балки для постановки штырей под ребрами жесткости

листа. Можно воспользоваться рекомендуемым приближенным соотношением

12,5

V !г ■=

12,;>

У 91,2 =0,76 см.

Примем s_s~8 мм.

Требуемая высота из условия наименьшего веса [формула (14,9)] составляет

342

^Г4ШШ)

I , о 1 / 4 ™Щ) __ „

1650 • О,»

Так как требуемая высота, найденная по формуле (14.59')» больше, чем высота, найденная по формуле (14.9), то ее и сле­дует принять в расчет при подборе сечения. Высоту вертикаль­ного листа /г„ принимаем равной 90 см, а высоту балки h—-92 см (рис. 14-28,6).

Требуемый момент инерции поперечного сечения сварной балки двутаврового профиля равен

J_4> = W,_v ™ - 2688 • 46 - 123 648 см*.

Момент инерции подобранного вертикального листа 900X8 лш

т 903-0,8 логпп i

Л = ■—уг~- '-= 48600 см*.

Требуемый момент инерции горизонтальных листов балки (поясов)

Л = Л_Р - Л -= 123 648 — 48 600 ■-- 75 048 смК

Величина момента инерции горизонтальных листов записы­вается в виде

2

где J₀— момент инерции горизонтального листа относительно собственной оси. Этой величиной можно пренебречь вследствие ее малости;

-Tj-----расстояние от центра пояса до центра тяжести балки.

Примем его приближенно равным 45,5 см.

Таким образом, требуемое сечение одного пояса балки равно

р - ^Jr 7S04S , о 1

Принимаем сечение горизонтального листа 180ХЮ мм,. Определим уточненное значение момента инерции подобран­ного поперечного сечения балки

j — ___------1 2 ^ —^----_r i -ig. 45,5-

= 48 600 + 74 532 - 123 132 смК

343

Наибольшее нормальное напряжение в крайнем волокне балки

М 4 300000 _{АС 1ЙЛ}_ _г. ,,

о = __ у_тлх - _{123 1Э2} - 46 = 1607 кГ;сМ".

Расчетное напряжение превышает допускаемое на 0,5%, что вполне допустимо.

Определим касательное напряжение на уровне центра тяже­сти балки в опорном ее сечении по формуле

_ QS

*- Js_H '

где Q — расчетная поперечная сила, равная 11375 кГ;

S — статический момент половины площади сечения относи­тельно центра тяжести балки

S = 18 -45,5 + 0,8 ~ =819 + 810= 1629 см\

11 375 -1629 _лпг. _г. ₂ ^{t =} l23132.Q,8 = ШкГ/СМ*.

Определим эквивалентные напряжения в сечении, в котором имеется наибольший изгибающий момент Л! = 4 300000 кГ-см, _и Q = 6875 кГ.

Эквивалентные напряжения вычисляются на уровне верхней кромки вертикального листа в зоне резкого изменения ширины сечения.

Вычислим в этом волокне балки напряжения от М

М Л_в 4 300 000 .,- ._е__{0 п}, .,

°^{1 =} 1------Т^ 123 132 ' ^{45 = I572 кГ}1^см ■

В этом же волокне напряжение от Q

_ Q^S - ⁶⁸⁷⁵ ' ⁸¹⁹ _ Г₇ Г' 2 _Tl _ __ -_ _____ _ _{0/ К}} ,_СМ ^

где 5 —статический момент площади сечения горизонтального листа относительно центра тяжести, равный 18-1-45,5=819 см?. Эквивалентное напряжение определяется по формуле

%ш = V *\ + Зт'| = у 1572- + 3 ■ 57- - 1574 кГ}см²,

что меньше наибольшего нормального напряжения в крайнем волокне.

Рассмотрим, как обеспечить общую устойчивость балки.

Если ее не закрепить в горизонтальной плоскости, то потре­буется значительное уменьшение допускаемых напряжений.

344

Поэтому следует предусмотреть закрепления от возможных пере­мещений верхнего пояса, например, установить горизонтальные связи.

Зададимся величиной расстояний между закреплениями [₀₌ юн- 20 ширины пояса, например 270 см (рис. 14-28, в). По формуле (14,26)

2 bs'Z

90 ■ 0,8 ч

' 0,49,

2 ■ 18 ■ 1з/'

где й_в —высота балки, равная 90 см.

Зная коэффициент а по графику, приведенному на рис. 14-9_г определяем коэффициент if, пользуясь интерполяцией,

при а=0,1 tJ;=1,73;

при а= 1 г|-=1,85.

Следовательно, при а = 0,49 коэффициент-ф —1,79.

Момент инерции балки относительно вертикальной оси

равен

/ ^ _^__------1_ —_— = 976 смК

Коэффициент <р находится по формуле (14.25)

?=».79--^_Е-(^)⁼-Ю»=1,б4.

Коэффициент ф, определенный по формуле (14.25), больше 1. Устойчивость балки при наличии закреплений на взаимных рас­стояниях /о~2,70 м обеспечена.

Чтобы обеспечить устойчивость вертикального листа, следует приварить к нему ребра жесткости. Зададимся расстоянием между ними а = 1,5Л_в, т. е. 1,5-90= 135 см.

В этом случае следует знать следующие величины;

1) нормальное напряжение в верхнем волокне вертикального листа. Оно было определено раньше: Of = 1572 кГ/см²;

2) среднее касательное напряжение т от поперечной силы. В середине пролета Q = 6875 кГ среднее напряжение равно

Q 6875 _п_ -, .,

3) местное напряжение a ,_x под сосредоточенной силой

(рис. 14-28,г). Это напряжение находим по формуле (14.22), принимая т=1,

Р

*>. — - - ■

345

Для среднего значения режима [формула (14.23)]

з = 3,25 т/^Ч

где /„ — момент инерции верхнего пояса с приваренным к нему рельсом (рис. 14-28,d).

Примем сечение рельса 50X50 мм.

Ордината центра тяжести сечения пояса и рельса относитель­но верхней кромки пояса равна

- 18 - I - 0,5 4-5 • 5 ■ 2,5 53,5

У-----------ГАТИТЬ-------= "43" = ^]- см.

Знак «плюс» указывает, что центр тяжести расположен выше верхней кромки пояса.

Определим сначала момент инерции относительно оси а, сов­падающей с верхней кромкой пояса, эта ось параллельна цент­ральной оси

Л = —|j-----г —у— — 214,3 см¹.

Теперь найдем момент инерции относительно оси хо, прохо­дящей через центр тяжести сечения пояса с рельсом (F=43cm²)

j_n = f_n - /у = 2H,3 - 43 • 1,2² = 153,4 см*. Вычислим условную длину

z -3,25 ^:у!Щ£=\ъ,7 см. Из формулы (14.22) находим напряжение а_№ от Р=5000 кГ

= 334 кПсм¹.

5000 ■ 3 0,8 • 18,7

Для проверки правильности постановки ребер жесткости (рис. М-28, е) надлежит выяснить три вспомогательные вели­чины:

1) по формуле (14.31)

750 ■ юз. о,8 ,,,,„- _п, , а_{0 =} -------₌ (j^/О кГ[СМ-\

2) по формуле (14.32)

,₀=(l250^f)(i^)²,

346

где v — отношение большей стороны к меньшей; в принятой кон­струкции й//г_в = 1,5; d — наименьшая из сторон пластин (а или А_в), заключенных между поясами и ребрами жесткости; в данном случае d—&_а =90 см;

таким образом,

₀~„ , 950 \ / 100-0.8ЛЗ _{10П1 п}, ., . 2i>0 Н----1755-; I----90~~) = ^{Ш1 кГ}1^СМ>

3) по формуле (14.33)

«*. = *-.-1 <"(£)'.

Воспользуемся графиком (см. рис. 14-11) для определе­ния Ki.

При а///_в^ 1,5 К, =8,6, поэтому

*,о = 8,6 - 10^т (^~f - 3021 кГ/си*³.

Проверим по формуле (14.28), обеспечена ли требуемая ус­тойчивость. Для этого подставим найденные значения в эту формулу

VT

1572 , 334 _V ., 96 , 33,

6670 ^! 3021 / ^ \ 1321

что значительно меньше 1. Устойчивость вертикального листа в середине пролета вполне обеспечена.

Посмотрим, обеспечена ли устойчивость в опорных сечениях.

На опоре а_х = 0

- - ^Q - ¹¹³⁷⁵ -158 кПсм\

А_й5» 90 ■ 0,8

Проверяем снова устойчивость для опорного сечения по фор­муле (14.28), полагая сг=0,

V

зоа! / +1 1321 i -^U'^1Z-

Таким образом, устойчивость в опорном сечении обеспечена еще лучше, чем в середине пролета.

Переходим к расчету поясных швов. Катеты верхних и ниж­них поясных швов примем равными к=6 мм (рис. 14-28,в).

347

В поясных швах, как известно, возникают связующие напря­жения вследствие совместной деформации швов и основного металла. Эти напряжения при расчете прочности в учет не при­нимаются.

Рабочими напряжениями в поясных швах являются каса­тельные.

В нижних поясных швах действуют касательные напряжения, равные

QS

J ■ 2 ■ 0.7 к

где Q==11375 кГ;

S-— статический момент горизонтального листа относитель­но центра тяжести сечения;

5= 18 • 1 ■ 45,5-819 см";

J= 123 132 см¹.

Таким образом,

11375-819

123 1:32-2 - 0,7 ■ 0,6

= 92 кЛсм².

Несмотря на то, что рабочие напряжения незначительны, по технологическим соображениям целесообразно принимать к — 6 мм.

В верхних поясных швах при определении напряжений сле­дует вычислять 5 с учетом наличия рельса

S - 18 - 1 • 45,5 -:- 5 • 5 ■ 48,5 = 2031 см\

Момент инерции будем считать неизменившимся, как и поло­жение центра тяжести балки. При этом

11.475-2031 ₀₀₀ -, .,

228 кПсмг.

123132- 2 • 0,7 -0,6

В верхних поясных швах к вычисленным напряжениям добав­ляются т_р от сосредоточенной силы Р,

Как уже было установлено, длина зоны распределения сосре­доточенной силы в вертикальном листе г=18,7 см (рис. 14-28, г).

Таким образом, по формуле (14.42) местное напряжение в шве (« = 0,4) при к —6 мм равно

пР 0,4 - 5000 _Г .,

'1' '""" z - 2 - 0.7 к ~ 18,7 ■ 2 ■ 0" • 0.6 ~~ ^{{Л1 hl} ■ ^СМ '

Условное результирующее напряжение

V₃ = V^T^l = l/228²-r 127- = 261 кГ;ся\

Допускаемое напряжение и поясных швах определим из соот­ношения

\х'\ = 0,65 [о]_р - 0,65 ■ 1600 = 1040 кГ/см².

Катеты швов, приваривающих ребра жесткости к поясам и вертикальному листу, принимаем такими же, как н и поясных, т. е. к~6 мм.

Эти швы не передают рабочих напряжений и расчету на прочность не подлежат.

Посмотрим, lie оказывают ли швы, приваривающие ребра жесткости, вредное влияние па основной металл балки, снижая в них допускаемые напряжения (рис. 14-28, с).

Согласно табл. 10.11, основной металл у ребер жесткости (при условии, что швы имеют плавное сопряжение с ним) имеет эффективный коэффициент концентрации /С_э = 1,5.

Максимальный момент, испытываемый наиболее нагружен­ным сечением, М_тах =43,0 Т-м.

Минимальный момент в этом сечении от нагрузки q при отсут­ствии сил Р равен Л1_п,_:(1 =8,0 Т-м.

Характеристика цикла г = Ъ,0 : 43,0=0,18.

Коэффициент снижения допускаемых напряжений при дейст­вии переменных растягивающих усилий (формула (10.6')

^_________________1_________________

" ~ 0,6/С_в ;- 0,2 - - (0,6 /С_э - 0,2) г ~~

^ 0,6 ■ 1,0- 0,2-0,18(0,6 ■ 1,0 -0,2) ⁼ '^,89-

Коэффициент К_э в соединениях поясных швов балок принимает­ся равным 1,0.

Принимаем у=1- Таким образом, снижение допускаемых на­пряжений в основном металле не требуется.

Так как длина балки /=16 м значительна, то в ней следует предусмотреть технологические стыки. Допустим, что стык вер­тикального и горизонтальных листов совмещен и находится на расстоянии # = 0,35/ от опоры (рис. 14-28,ж).

Напряжение в месте стыка определится от полной нагрузки таким образом:

М = 37,33 Т-м в сечении я = 0,3/;

Л1 = 42,08 Т-м в сечении х' = 0,4/;

М=39,73 Т-м в сечении х=0,35/;

3970001) ,„ , .... _, .,

³ ~ ~ЛГШ~ ' ⁴⁶ ~ ^148й кГ\см-.

349

При условии выполнения стыка электродами марки Э42 до­пускаемое напряжение в шве принимается равным 0,9 [о]_р = 1440 кГ/мм² при у=1.

В стыке имеется некоторое превышение расчетного напряже­ния- 1440 _0п, _сп, ння относительно допускаемого-----щ^-----— 6%, что меньше 5%,

а потому допустимо.

При выполнении сварки автоматами или электродами Э42А допускаемое напряжение в шве равно 1600 кГ/см², и расчетное напряжение окажется значительно ниже допускаемого.

Проверим напряжения в нижних поясах в опорном сечении балок в предположении, что опорная реакция Л воспринимается сечением шва, изображенным на рис. 14-28,3 и что через шов в соединение втавр передается вся величина реакции.

Длину периметра шва вычисляют с учетом распределения усилий в шве на участке протяженностью 30s_B

Л = 2 (305, + 2с) = 2 (30 - 0,8 -f 2 • 8,0) - 80 см,

где с — ширина ребра жесткости, которую принимаем равной 8 см. Находим напряжение

у! 1П75 _поп г, .,

_т —----_.— ₌ _. ^ 380 кГ см-,

z • и,{ к 80 ■ 0,7 • 0,6 ' '

что вполне допустимо.

В качестве опоры принимаем стальную выпуклую плиту ши­риной 20 см (рис. 14-28,и).

Длину плиты примем е=1,5 ширины, т. е. 30 см.

Изгибающий момент на оси плиты равен

,, Ае U 375-30 ..... _п

М — -£- —------^------■ = 42656 кГ-см.

Примем, что балка крепится к плите двумя штырями диа­метром с1 = 2Ь мм (рис. 14-28, к). При этом рабочая ширина сече­ния плиты составляет 20—2-2,5=^15 см-

Момент сопротивления плиты

w = ^,

где s —толщина плиты в опорном сечении, где изгибающий мо­мент имеет наибольшее значение. Требуемый момент сопротивления плиты в указанном сече­нии определяется из соотношения

_xvr M 42 656 _пс _ ,

^р = |^--щг = 26,7 _CJ*^S.

350

Определяем требуемую величину s из условия _W ^iLJ^ 26,7,

откуда s —3,27 см; примем s = 34 мм.

Радиус цилиндрической поверхности плиты R принимаем рав­ным 120 см.

Один из концов балки закрепляют неподвижно, второй дол­жен иметь свободное продольное перемещение, определяемое упругой и температурной деформациями.

Рассмотрим некоторые возможные изменения в конструкции, которые могут быть, если балка проектируется из других мате­риалов, например из алюминиевых сплавов.

Балка из алюминиевых сплавав оказалась бы более высокой по сравнению со стальной. В алюминиевой конструкции [о]_р име­ет меньшую величину, чем у стали Ст. 3. Однако модуль упру­гости в ней понижается еще интенсивнее.

Если бы толщина вертикальной стенки более высокой алюми­ниевой балки оказалась бы по-прежнему равной 8 мм, то момен­та инерции ее одной было бы достаточно для обеспечения проч­ности и горизонтальных листов не потребовалось бы вовсе. Это означало бы, что толщина вертикального листа принята завы­шенной. Ее следовало бы уменьшить таким образом, чтобы J стенки был бы значительно меньше / требуемого.

В алюминиевых балках требования к нормам жесткости сни­жаются и иногда приходится использовать не полностью вели­чины допускаемых напряжений.

Затруднения подобного рода, но в меньшей степени, могут встретиться при конструировании балок из конструкционных низколегированных, термически обработанных и других марок сталей, обладающих высоким значением [а]_р. Во всех этих слу­чаях полезно применять конструкции с тонкими стенками, но при этом следует обеспечить их устойчивость ребрами жесткости.

Если балка согласно заданию нагружена не только верти­кальными силами, но и горизонтальными нагрузками перпенди­кулярно ее оси или крутящими моментами, то применение дву­таврового профиля, как правило, становится нецелесообразным. Его следует заменить коробчатым.

Наличие двух вертикальных листов дает возможность полу­чить значительную величину момента инерции /„. В этом случае в ф-лы (14.8), (14.8') для определения h следует ввести не пол­ную величину [а]_р, а только ту часть напряжения, которая вызы­вается вертикальным изгибом (или горизонтальным, если про­веряется жесткость балки в горизонтальной плоскости). По-сколько сечение балки еще не подобрано, то часть напряжения от вертикального изгиба следует назначать приближенно при условии последующей проверки правильности сделанного пред-

351

а)

б)

4ЕШР

; уш?А

-Х\Х

1 Г
Ък
-Н
tt	r-^
-i r-	J
3 tr
' fe-	i
ll	з
^	r
ih
л t
1 [

j

4 it

Vr

4 ь

положения. Задача подбора сечения балки при этом значитель­но осложняется.

К двустенчатьщ (коробчатым) поперечным сечениям балок приходится прибегать также и в тех случаях, когда невозможно закрепить балку от перемещений в горизонтальной плоскости,

чтобы обеспечить ее общую устойчи-

вость. Как уже было указано, коробчатые сечения очень рацио­нальны при наличии М_у, Касательные на­пряжения в сечени­ях этого профиля много меньше, не­жели в сечениях от­крытого типа (дву­тавровых, тавровых и т. д.).

Если при ко; струировании б а/ работающих под ременными и зна. переменными на грузками, возникает необходимость креп­ления к ним допол­нительных элемен­тов (планок, накла­док, уголков и т. п.), то следует принять псе меры для возможного устранения кон­центраторов напряжений К_э; наличие концентраторов вызывает уменьшение коэффициента у, а следовательно, и степени исполь­зования основного металла в конструкциях.

Планки к балкам приваривают одним из следующих двух способов: швом встык к поясу, как показано на рис. 14-29,а, или швом втавр, как показано на рис. 14-29,6. Приварка планок, как показано на рис. 14-29, в, нецелесообразна, так как в зоне угло­вых швов [о]р на основной металл снижается.

I Ь

3 -ч Г

If

J (г

Li

i 1 t i

Рис. 14-29, Рациональные (а, 6} и нерацио­нальные (в) способы приварки планок к бал­кам, работающим под переменными нагруз­ками